高土石围堰复合土工膜与防渗墙联接型式研究

杨昕光，徐唐锦，徐 晗，陈 云

(1.长江科学院 水利部岩土力学与工程重点实验室，武汉 430010；2.中国长江三峡集团公司，北京 100038；3.长江勘测规划设计研究院，武汉 430010)

高土石围堰复合土工膜与防渗墙联接型式研究

杨昕光1,2，徐唐锦3，徐 晗1，陈 云1

(1.长江科学院 水利部岩土力学与工程重点实验室，武汉 430010；2.中国长江三峡集团公司，北京 100038；3.长江勘测规划设计研究院，武汉 430010)

复合土工膜与防渗墙联合作为围堰防渗体系,其联接部位处容易产生破裂而存在安全隐患，接头部位是该防渗体系的薄弱环节。因而，需开展土工膜与防渗墙联接型式的研究，避免复合土工膜因防渗墙与堰体的变形差异而产生破坏，确保围堰整个防渗体系的安全。以西部某水电站高土石围堰为例，采用有限元分析方法，重点研究了防渗墙与堰体联接部位土工膜的受力及变形规律，以及深厚覆盖层上高土石围堰的整体应力变形规律。结果表明：当土工膜与防渗墙之间采用不同联接型式时，对堰体和防渗墙的应力变形影响较小，但对防渗墙与堰体间位移差异和土工膜应变有显著影响。如土工膜采用平直铺设，则沉降错动会使得接头部分土工膜产生较大的拉应变。随着土工膜平铺段位置的抬高，接头处的土工膜应变大幅减小，受力较为有利。由此可知，将土工膜竖直抬高一定距离后再进行平直铺设是合理的，最终应结合室内拉拔试验成果，确定上覆土层的临界厚度。

高土石围堰：复合土工膜；防渗墙；联接型式；有限元法

1 研究背景

复合土工膜因具有防渗效果好、重量轻、铺设方便、节省造价、缩短工期等优点，目前已在堤坝工程中得到了广泛应用[1-4]。复合土工膜由土工膜与土工织物热压而成，实际工程中以两布一膜型式的复合土工膜居多，两边的土工织物可以保护土工膜免受刺破等危害，且较单一土工膜有更大的抗拉强度等优越性，更适合于水头较高的堤坝工程。

复合土工膜与防渗墙联合作为防渗体系容易在其联接部位处产生破裂而存在安全隐患。三峡工程二期深水围堰在拆除时曾发现防渗墙与复合土工膜搭接部位局部已经开裂[5]。分析其主要原因是土工膜所在堰体与防渗墙之间存在较大的差异沉降，并且防渗墙的水平变形导致防渗墙与堰体之间产生较大的脱开，同时预留的复合土工膜收缩节部位并未发挥作用[6]。因此，复合土工膜与防渗墙的接头部位是该防渗体系的薄弱环节，应在设计时予以注意。

某水电站上游围堰拟采用复合土工膜与塑性混凝土防渗墙的联合防渗体系，最大堰高约70 m，上下游最大水头差约150 m，河床砂卵石覆盖层厚度达70余m，具有深厚覆盖层、高水头、高堰体3个特点，防渗墙与堰体之间更易产生较大的差异变形，进而引起复合土工膜在接头部位产生破坏。目前国内外尚无已建的类似工程，对该围堰的土工膜与防渗墙联接型式进行深入研究具有重要的实际工程意义。本文重点研究防渗墙与堰体存在差异变形条件下复合土工膜与防渗墙联接部位膜的受力及变形规律，以及深厚覆盖层上高土石围堰的整体应力变形规律，避免复合土工膜因防渗墙与堰体的差异变形而产生破坏，同时确保围堰整个防渗体系的安全，为此类土工膜防渗工程的设计、施工和运行管理提供理论依据。

2 工程概况

某水电站预可行性研究阶段设计推荐采用混凝土双曲拱坝，坝高235 m。根据方案比较，采用隧洞导流方案，上游土石围堰堰顶高程873.0 m，顶宽10 m，最大堰高72.0 m，河床高程在799.1 m以上，河床砂卵石覆盖层厚度达70余m。高程836 m以上均为干地碾压填筑而成，主要由石渣料、块石、砂砾石反滤料、黏土填筑而成。迎水面坡比为1∶2.0，背水面坡比为1∶1.75。围堰高程836 m以下为水下填筑部位。块石料抛投坡比1∶1.5，砂砾石料坡比1∶1.75，在迎水侧抛投厚5 m的块石防冲。

在上游围堰坡脚与大坝基坑覆盖层开挖开口线间预留宽50 m的平台，覆盖层内采用放坡的方式进行开挖。第Ⅲ层(原河床高程807～765 m)开挖坡比1∶2，坡面设0.3 m厚的反滤层和0.5 m厚的干砌块石护坡，在高程765 m处设宽5 m的平台。平台以下第Ⅱ层及第Ⅰ层开挖坡比1∶2.25，坡面坡脚均设置浆砌石基座。开挖至基岩后，再在高程765 m以下的坡面铺设2层共厚0.5 m的反滤层，表面用厚1 m的块石保护。在坡脚基岩面上设置排水沟，将覆盖层内的渗水收集后及时排出。

围堰防渗采用混凝土防渗墙上接复合土工膜，防渗墙底部采用帷幕灌浆防渗。为便于在防渗墙施工的同时进行上部堰体的填筑，防渗墙上部防渗体为复合土工膜斜墙，复合土工膜为两布一膜结构(500 g/1.2 mm HDPE/500 g)。

3 计算模型与方案

本文采用非线性有限元法开展复合土工膜与防渗墙联接形式的研究，分析两者间接头部位土工膜的受力与变形规律，以及整体土石围堰的应力变形规律。选取河床主断面进行二维(准三维)平面应变有限元数值分析。围堰地基主要为覆盖层与基岩；堰体主要采用石渣混合料、石渣填筑而成。围堰主断面及材料分区如图1所示。计算模型共剖分3 192个单元，6 556个节点，多数为8节点六面体单元，并采用了少数的6节点五面体单元过渡，如图2。复合土工膜是柔性抗拉材料，不具备抗压和抗弯特性，计算时通常采用薄膜单元来模拟其力学特性[7-8]。

图2 有限元计算模型Fig.2 Finite element model

长江科学院在三峡二期围堰拆除调查工作中发现，防渗墙上、下游面普遍存在泥皮，其厚度一般为2～3 cm[9]。计算中，必须考虑泥皮的塑性和徐变作用。因而，在计算模型的防渗墙两侧边设置了2 cm厚的泥皮单元。

整个围堰分2期施工，并在施工期间度汛。计算模拟施工的全过程，荷载分级按堰体填筑次序进行，采用24个加载级模拟整个施工过程，其中采用18个加载级模拟堰体的填筑，围堰蓄水与基坑开挖过程分6级，水位上升约6 m一级。每步加载又分若干个增量步，以反映材料非线性过程。具体施工过程为： 分级填筑截流戗堤→防渗施工→下游侧围堰分层施工填筑→防护结构施工→度汛→围堰分层施工填筑至堰顶高程→铺设土工膜，接头施工；土工膜以上碎石土及相关结构施工围堰挡水→基坑抽水及边坡开挖。

图3 土工膜与防渗墙联接 形式示意Fig.3 Sketch of the patterns of joint between geomembrane and impervious wall

为了研究土工膜与防渗墙联接形式对围堰应力变形的影响，设置了不同的土工膜铺设方案，分别为：方案1，土工膜在防渗墙顶端平直铺设；方案2，土工膜在防渗墙顶端抬高2 m后铺设；方案3，土工膜抬高至顶面后铺设，具体铺设方案见图3所示。

4 材料本构模型与计算参数

堰体填筑材料主要为粗粒料，其变形不仅随荷载大小变化，并且还与加载的应力路径有关，应力-应变关系呈明显的非线性。本次计算中，粗粒料、泥皮和塑性混凝土防渗墙材料均采用Duncan-Chang E-B模型[10]。该模型为弹性非线性模型，参数取值简单、方便，且物理意义明确，因而被广泛应用。本次计算的参数根据室内试验并类比其它工程经验进行取值，具体见表1。其中，ρ为材料密度；k,n为反映切向模量的试验参数；kb,m为反映切线体积模量的试验参数；kur为反映回弹模量的试验参数；Rf为破坏比；c为黏聚力；φ0,Δφ为材料非线性强度参数。

基岩、无砂混凝土和土工膜按照线弹性材料考虑，基岩弹性模量取20.0 GPa，泊松比取0.2，密度取2.5 g/cm3；无砂混凝土弹性模量取10.0 GPa，泊松比取0.25，密度取2.30 g/cm3；土工膜弹性模量取12.5 MPa，泊松比取0.25，密度取2.0 g/cm3。

土工膜与堰体填料间设置无厚度接触面，以模拟两者的相互作用，法向接触行为采用ABAQUS软件中的“硬”接触，切向接触行为采用Mohr-Coulomb接触定理，即用界面摩擦系数来表征接触表面的摩擦行为。据室内试验成果，土工膜与堰体填料间的界面摩擦系数为0.29。

表1 Duncan-Chang E-B模型参数Table 1 Parameters of Duncan-Chang E-B model

注：由于覆盖层Ⅰ层较深，现有技术无法取样，在数值计算中覆盖层Ⅰ层参数参照覆盖层Ⅱ层试验参数选取，各材料的kur值取k的1.5～2.0倍。

5 计算结果与分析

计算成果按照竣工期和蓄水期分别进行整理。竣工期指的是坝体填筑完毕，围堰防渗墙上游水位为834.7 m，防渗墙下游水位设为覆盖层顶面；蓄水期指上游水位蓄水到871.1 m，下游基坑抽水至防渗墙下游面水位高程为780.0 m，并开挖完毕的状态。

5.1 堰体计算成果分析

表2为采用不同计算方案时堰体应力、变形最大值统计表。

表2 堰体应力变形最大值统计Table 2 Maximum stresses and deformations of cofferdam body

注：应力、应变符号规定以受压为负，受拉为正。下同。

对比土工膜与防渗墙不同联接型式的计算结果可知，由于堰体所承受的总荷载并没有改变，两者的联接型式基本不影响堰体的应力，仅影响其水平位移。随着土工膜位置的抬高，堰体受到的水平力作用增加，因而水平位移有所增长。采用方案1时堰体向下游水平位移为58.2 cm；采用方案2时，其向下游水平位移为58.8 cm；采用方案3时，其向下游水平位移为61.2 cm。由此可见，土工膜铺设位置不同，仅对堰体水平变形稍有影响。图4为方案1蓄水期的堰体应力变形等值线图。

图4 方案1蓄水期堰体应力变形等值线Fig.4 Stress and deformation contours of cofferdam body during impoundment stage in scheme 1

5.2 防渗墙计算成果分析

表3为土工膜与防渗墙直接采用不同联接型式时防渗墙应力、变形最大值统计表。

表3 防渗墙应力变形最大值统计Table 3 Maximum stresses and deformations of impervious wall

计算结果表明：土工膜铺设位置对防渗墙应力变形的影响较小。对于土工膜抬高方案2与方案3来说，由于土工膜的抬高使得直接作用在防渗墙顶端的水压力变小，而水平作用力有所增加，因而防渗墙沉降较方案1平直铺设时稍微有所减小，水平位移有所增大。蓄水期土工膜抬高2 m防渗墙向下游的水平位移为56.8 cm，抬高到顶部向下游的水平位移为59.3 cm，均高于水平铺设时的值55.8 cm。由此可见，随着土工膜铺设位置的抬高，防渗墙水平变形有略微增大的趋势，影响范围不足4 cm，可忽略不计。

5.3 塑性混凝土防渗墙与堰体之间变形差异

土工膜铺设位置不同时防渗墙与堰体之间变形差异最大值如表4所示。

表4 防渗墙与堰体之间变形差异最大值统计Table 4 Maximum values of deformation difference between cofferdam and impervious wall

由计算结果可知：由于土工膜铺设位置的不同，防渗墙受到的水压力也稍有不同，当土工膜平直铺设时，作用在防渗墙顶面的水压力较大，因而产生较大的沉降错动。随着土工膜逐渐抬高，防渗墙与堰体之间的竖向位移差逐渐减小，当土工膜抬高2 m和抬高至顶面时，竖向位移差最大值分别为1.53 cm和0.85 cm。

5.4 土工膜应变成果分析

为了便于比较土工膜的应变，根据土工膜的铺设具体情况将土工膜分为竖直段、平铺段、斜铺段3种分别进行成果整理与比较，其各段分区见图3所示。表5为土工膜铺设位置不同时土工膜应变最大值统计，土工膜应变成果见图5至图8所示。

表5 土工膜应变最大值统计Table 5 Maximum values of geomembrane strain

图5 竣工期土工膜应变比较Fig.5 Comparison of geomembrane strain during completion stage

图6 蓄水期土工膜应变比较Fig.6 Comparison of geomembrane strain during impoundment stage

根据土工膜不同铺设位置时土工膜应变的计算结果，结合各段应变分布曲线成果，分析得到其规律如下：

(1) 当土工膜平铺时，土工膜应变有明显的突变发生处，表明直接在防渗墙上平直铺设土工膜的设计存在一定的弊端。当土工膜抬高2 m或抬高至顶面时，2种方案的土工膜应变并没有显著的差异性。

(2) 各工况斜铺段土工膜应变基本相差不大，可以认为土工膜联接型式对远端土工膜应变影响较小。

(3) 在土工膜不同铺设位置的情况下，无论是竣工期还是蓄水期，均为接头附近土工膜的应变最大。竣工期土工膜应变较小，平直铺设土工膜最大应变为2.69%，发生在防渗墙与泥皮交接处；抬高2 m时土工膜最大应变为0.19%;抬高到顶部时土工膜最大应变为0.22%，具体位置见图7所示。

图7 各方案竣工期土工膜最大应变处(红色区域)Fig.7 Location of maximum strain of geomembrane during completion stage (red areas)

(4) 蓄水期土工膜应变较竣工期有所增加，平直铺设时土工膜最大应变为20.68%，发生在防渗墙与泥皮交接处，是由于该处防渗墙与堰体之间较大的沉降错动差所致；抬高2 m时土工膜最大应变为0.64%，发生在竖直段与平铺段交接处；抬高至顶部时土工膜最大应变为0.26%，也发生在竖直段与平铺段交接处，具体位置见图8所示。

图8 各方案蓄水期土工膜最大应变处(红色区域)Fig.8 Location of maximum strain of geomembrane during impoundment stage (red areas)

综上所述，不同的土工膜联接型式会导致不同的土工膜应变。根据计算结果，土工膜平铺段位置上抬越高，离防渗墙与土工膜的接头越远，对土工膜受力越有利。一般情况下，在土工膜上方应覆盖一定厚度的土层，以起到保护土工膜的作用。据此，可认为将土工膜竖直上抬一定距离然后再进行水平铺设是较为合理的。但为了让伸缩节在极端情况下展开发挥其应有的作用，上覆土层不能太厚，这应该结合室内拉拔试验成果，即通过试验确定上覆土层的临界厚度与土工膜上抬的距离。

6 结 论

(1) 土工膜与防渗墙之间采用不同联接型式对堰体和防渗墙的应力变形影响较小，但对防渗墙与堰体间位移差异和土工膜应变有显著影响。

(2) 比较竣工期与蓄水期防渗墙与堰体之间的竖向位移沉降差异，可知竣工期竖向位移沉降差异较小，而蓄水期竖向位移差由0.38 cm增加到最大值1.27 cm，表明土工膜与防渗墙的接头部分在蓄水期发生了较大的错动变形。因此，如果采用平直铺设的话，则沉降错动会使得接头部分土工膜产生较大的拉应变。

(3) 土工膜平铺时的拉应变在防渗墙与堰体接触处有突变式的陡升，最大值可达20.68%，位于土工膜与防渗墙接头处，表明直接在防渗墙上面平直铺设土工膜的设计存在一定的弊端，需要改进联接型式。

(4) 当土工膜铺设位置上抬改进联接型式后，接头处的土工膜应变大幅减小，且土工膜平铺段位置上抬越高，离防渗墙与土工膜的接头越远，对土工膜受力越有利。但土工膜上方应覆盖一定厚度的土层以起到保护作用。因此，将土工膜竖直上抬一定距离再进行水平铺设是一种合理的联接型式，具体上抬的距离应结合室内拉拔试验最终确定。

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[2] 顾淦臣. 复合土工膜或土工膜堤坝实例述评(续)[J]. 水利水电技术, 2003, 34(1): 55-61.

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[9] 李青云, 程展林, 孙厚才. 三峡工程二期围堰运行后的性状调查和试验[J]. 长江科学院院报, 2004, 21(5): 20-23.

[10]DUNCAN J M, CHANG C Y. Nonlinear Analysis of Stress and Strain in Soils[J]. Journal of Soil Mechanics and Foundation Division, ASCE, 1970, 96(5): 1629-1653.

(编辑：陈 敏)

Patterns of the Joint Between Composite Geomembrane andImpervious Wall of High Earth-rockfill Cofferdam

YANG Xin-guang1,2, XU Tang-jin3, XU Han1, CHEN Yun1

(1.Key Laboratory of Geotechnical Mechanics and Engineering of Ministry of Water Resources,Yangtze River Scientific Research Institute, Wuhan 430010, China; 2.China Three Gorges Corporation,Beijing 100038; 3.Changjiang Institute of Survey Planning Design and Research, Wuhan 430010, China)

The impervious system of cofferdam, which is composed of composite geomembrane and impervious wall, is easily damaged at the joint parts. In view of this, the pattern of joint between composite geomembrane and impervious wall needs to be studied in order to insure the safety of the whole cofferdam and to avoid the damage of geomembrane caused by the deformation difference between cofferdam body and impervious wall. A case study on the high earth-rockfill cofferdam of a hydropower station in west China was carried out by means of nonlinear finite element method. The research focused on the stress and deformation behaviors of the geomembrane and the high cofferdam built on deep overburden. Results show that the joint pattern had little influence on the stress and deformation of dam body and impervious wall, but had significant influence on the geomembrane strain and the deformation difference between dam body and impervious wall. If the geomembrane is laid horizontally on the top of impervious wall, the settlement difference could induce large tensile strain of geomembrane at joint parts. With the rising of the location of geomembrane, the tensile strain decreased remarkably, which is beneficial for its safety. In conclusion, it is reasonable to lay the geomembrane above the impervious wall for a distance. The critical thickness of overlaying soil should be determined by indoor pull-out tests.

high earth-rockfill cofferdam; composite geomembrane; impervious wall; joint pattern; FEM

2016-06-08；

2016-07-18

国家自然科学基金项目(51309029， 51509019)；中央级科研院所基本科研业务费项目(CKSF2016030/YT)

杨昕光(1983-)，男，内蒙古赤峰人，工程师，博士后，研究方向为土工数值计算与分析，(电话)18694049883(电子信箱)yyfreshman@163.com。

10.11988/ckyyb.20161019

TV551.3

A

1001-5485(2017)02-0104-06

2017,34(2):104-109